1994 NORTHRIDGE KALİFORNİYA DEPREMİ SONRASINDA MOMENT TAŞIYAN ÇELİK KOLON-KİRİŞ BİRLEŞİM YERLERİ ÜZERİNDE YAPILAN DENEYLER, ARAŞTIRMA VE GELİŞTİRMELER

1994 NORTHRIDGE KALİFORNİYA DEPREMİ SONRASINDA MOMENT TAŞIYAN ÇELİK KOLON-KİRİŞ BİRLEŞİM YERLERİ ÜZERİNDE YAPILAN DENEYLER, ARAŞTIRMA VE GELİŞTİRMELER Derleyen: Nejat BAYÜLKE (*) GİRİŞ Depreme dayanıklı yapıların sünek ve yüksek dayanımlı olması istenir. Bu koşullara en iyi uyan yapı malzemesi çelik olarak kabul edilir. Betonarmenin de özel ayrıntılarla süneklik ve dayanım açısından çeliğe yakın davranabileceği ve bu davranışı sağlamanın da oldukça zor olduğu ve özenli tasarım ve yapım çabası istediği depreme dayanıklı betonarme yapı tasarımcıları tarafından kabul edilen bir diğer olgudur. Çelik yapılarda betonarmeye göre daha kolay süneklik ve yüksek dayanım sağlanabildiği gerekçesi ile çelik yapılar her zaman deprem bakımından betonarmeye göre daha üstün ve tercih edilen taşıyıcı sistem olarak kabul edilmiştir. Şiddetli depremlerde çelik yapıların fazla zorlanmayacağı ve bunların en güvenli yapılar olduğu biçimindeki yukarıda verilen genel inanışın Amerika Birleşik Devletleri nde 1994 Northridge Kaliforniya depreminde çelik yapılarda gözlenen hasar sonrasında ciddi bir biçimde sorgulanmaya başlandığı ve bu hasarın nedenleri ve alınması gereken önlemler ve yeni tasarım yaklaşımları konusunda çok kapsamlı araştırmaların yapılmakta olduğu bu dergide daha önceki bir yazıda [1] ayrıntılı bir biçimde ele alınmıştı. Bu yeni yazıda ise 1994 Northridge depreminde sonra geçen yaklaşık 10 yıl içinde "Moment Taşıyan Çelik Çerçeveli" (MTÇÇ) yapıların kolon-kiriş birleşim yerleri üzerinde yapılmış araştırmaların sonuçları tanıtılacaktır. Yazıya depreme dayanıklı çelik yapılarda büyük panik yaratan bu olayın kısa bir biçimde yeniden hatırlanması ile başlanacaktır. (*) İnşaat Yüksek Mühendisi OLAY NASIL BAŞLADI? Çelik taşıyıcı elemanlar yangından koruyucu yalıtım malzemeleri ile örtülür. Bu örtü taşıyıcı elemanlardaki şekil değiştirmelerin dışarıdan fark edilmesine engel olabilir. 1994 Northridge depreminden sonra incelenen bir çelik yapıda bir kolon-kiriş birleşim yerinin yalıtım kaplamasında gözlenen deformasyondan kuşkulanan mühendis, yalıtım örtüsünü kaldırınca altındaki kolon-kiriş birleşim yerindeki kaynakta çatlakla karşılaşmıştır. Bu gözlem sonrasında aynı yapının bütün diğer kolon-kiriş ek yerleri incelenmiş ve bu tip kaynak hasarının yapının başka kolon-kiriş birleşim yerlerinde de olduğu görülmüştür. Daha sonra incelenen başka MTÇÇ Taşıyan Çelik Çerçeveli yapılarda da benzer hasarların olduğu gözlenmiştir. Bu arada bazı çelik binalarda asansörlerin raylarından çıkmış olması ve raylarda görülen şakülden kaymalar ve asansörlerin tekrar düzenli çalışması için gereken düzeltmelerin yapılmasındaki zorluklar çelik yapılardaki şekil değiştirme ve hasarın boyutunun önce sanılandan daha büyük, önemli ve yaygın olduğunu göstermiştir [13]. Bu tür kolon-kiriş ek yerlerinde deprem nedeni ile olmuş kaynak ve başka tür çatlakları olan 120 den çok sayıda çelik yapının bulunduğunun belirlenmesi [7] üzerine sorunun çok ciddi boyutta olduğu anlaşılmış ve bu tür hasarın nedenlerinin belirlenmesi ve önlenmesi için yoğun tartışma ve araştırmalar başlamıştır. Kolon kiriş birleşim yerlerinde gözlenen değişik biçimdeki çatlakların ayrıntıları daha önceki yazıda [1] verilmişti. Çelik yapılardaki deprem hasarının betonarme yapılardaki deprem hasarına göre önemli bir farklılığı olduğu da gözlenmiştir [18]. Betonarme yapılarda, deprem hasarı belirtileri, taşıyıcı sistemin parçaları TMH - TÜRKÝYE MÜHENDÝSLÝK HABERLERÝ SAYI 425-2003/3 23

olan kiriş, kolon ve perde duvarlarda gözlenmeden önce taşıyıcı olmayan dolgu duvar ve üzerindeki sıvada gözlenir. 1994 Northridge depreminde ise çelik yapılarda taşıyıcı olmayan elemanlarda belirli bir deprem hasarı gözlenmeden taşıyıcı olan çelik çerçevelerde deprem hasarı olduğu gözlenmiştir. Bu durum taşıyıcı olmayan elemanların daha esnek ya da çelik taşıyıcı sistemin ötelenmesi ile daha uyumlu olması ile açıklanabilir. Durumun gerçekte de böyle olduğu Kaynak [22] de Kaliforniya daki çelik yapılarda daha rijit ve yüksek dayanımlı yığma kargir bölme duvarları ve betonarme kat döşemeleri kullanılmasının 1960 lı yıllardan başlayarak giderek sona erdiği bu malzemelerin yerine daha hafif ve esnek olan prefabrike elemanlar kullanılmakta olduğu ifadesi ile belirtilmektedir. Daha önceki yılların çelik yapılarındaki rijit duvarların yapının yanal ötelenmelerini kısıtlamak gibi bir yararı da vardır. Bunun yanında eski çelik yapılarda hemen bütün çerçeve açıklıkları bölme duvarları ile dolu olmasına karşı yakın zamanların çelik yapılarında çerçeve açıklıklarının çoğu boştur [22]. Bu tür rijit elemanlar kolon-kiriş birleşim yerlerinin 1994 Northridge depreminde gözlenen boyutta zorlanmasına da engel olmaktadır. Los Angeles kentinde 1994 depreminde hasar gören çelik yapılarla aynı nitelikte kolon-kiriş birleşim yeri olan 1100 den çok yapının bulunduğu bilinmektedir [11]. Bu yapıların gelecekte olacak başka depremlerde Northridge depremindeki gibi hasar görme olasılığının yüksek olması durumun önemini göstermektedir. Çelik yapılar Türkiye de yaygın değildir. Ancak çelik yapılarda depremden kaynaklanan ve büyük bir yankı oluşturan bir hasarın gözlenmesi ve Türkiye nin deprem tehlikesinin Amerika Birleşik Devletlerinin Kaliforniya eyaletinden farklı olmayışı nedenleri ile konu Türkiye açısından da önemlidir. Olayın bir bakıma çelik yapı elemanlarının kaynaklı birleşim yöntemleri ile ilgili görülmesi de bu sorunun Türk inşaat mühendislerine de tanıtılması ve geçen yaklaşık on yıl içinde olan gelişmeleri de içeren ikinci bir yazı ile ulaşılan durumun da ortaya konulması amacı ile bu yazı hazırlanmıştır. 1994 Northridge depremi sonrasındaki çelik yapı araştırmaları 1994 depremi öncesi bağlantı ayrıntılarının incelenmesi ve bu bağlantının güçlendirilmesi ve yeni bağlantıların nasıl olması konularında yoğunlaşmıştır. Bu yazı çelik yapı elemanları ve kaynakların özgün durumları, bağlantı yerinin sünek davranış üzerindeki etkileri ve benzeri konuları da içermektedir. Yazı hazırlanırken temel olarak Amerikan İnşaat Mühendisleri Derneğinin Journal of Structural Engineering dergisinin Ocak 2000 ve Nisan 2002 özel sayıları ve Engineering Structures (Elsevier Science Ltd.) Dergisinin Vol.20, No.4-6, 1998 sayısında yayınlanmış makalelerden yararlanılmıştır. 1994 DEPREMİNDEN ETKİLENEN KOLON- KİRİŞ BİRLEŞİM YERİ AYRINTILARI ABD nin Kaliforniya eyaletinde çok yaygın olan moment taşıyan çelik çerçevelerin kolon-kiriş birleşim yerleri kiriş flanşının kaynaklı, kiriş gövdesinin de kolonun gövdesine yada flanşına kaynakla bağlanmış bir köşebente bulonlu ya da perçinli olarak bağlanması biçiminde yapılmaktadır (Şekil-1). Bu arada kirişin alt ve üst flanşının altına kaynakları tutması için geçici destek olarak küçük mesnet elemanları (bayrak) da konulmaktadır. Moment taşıyan kolon kiriş birleşimleri olan çelik yapılarda kiriş uçlarında deprem ve düşey yüklerden oluşan momentler Şekil-2 de gösterilmektedir. Kiriş ucu + M ve -M momentleri ile zorlanmaktadır. Kiriş, ortası mafsallı kolonlara ankastre uçlu iki ayrı kiriş gibi davranmaktadır. Şekil-2. Kirişte oluşan eğilme momenti kiriş flanşlarında basınç ve çekme kuvvetleri oluşturmaktadır. Flanşlarda oluşan bu kuvvetler kirişin kolonla birleştiği yere doğru giderek artmaktadır. Birleşim noktasında ya da yakınlarında flanş kuvvetleri ya da gerilmeler elastik düzeyin üzerine çıkmaktadır. Bu koşullarda ise malzemenin çeliğin akmaya başlaması gerekmektedir. Ancak kiriş uçlarındaki geometrik yapı, (Şekil-7), şekil değiştirmenin kiriş kolon kaynağı ve kolon flanşı tarafından kısıtlanmış olması, kirişin yüksek gerilmelerde akmasına izin vermemekte ve bu koşulda gevrek bir kırılma ve çatlama olmaktadır [26]. Şekil 1-1994 Northridge Depremi Öncesi Moment Taşıyan Kolon-Kiriş Birleşim Yeri Ayrıntıları 24 TMH - TÜRKÝYE MÜHENDÝSLÝK HABERLERÝ SAYI 425-2003/3

Kalın ve derin kesitlerin, derin kirişler ve kalın kolon ve kiriş flanşları ve kolonlarda kirişin kaynaklığı yerdeki, berkitme ya da kolon süreklilik levhaları, kiriş uçlarında deformasyona izin vermemektedir [26]. Moment taşıyan çelik kolon-kiriş ek yerlerinden sünek davranış beklenmektedir. Sünek davranışın ölçüsü ek yerinin eğilme momenti taşıma gücünde en çok % 20 azalma ile kiriş ucunda en az 0.03 oranında dönme oluşabilmesi demektir. Bu tür ek yerlerinin yatay yükler altındaki davranışlarını belirlemek için deprem öncesi yapılmış deneyler ek yerlerinin olası yetersizliğini zaman zaman göstermiştir. Kaynak [5] de yapılan deneylerden bu tür ek yerleri ile ilgili bazı sorunların olduğu anlaşılmaktadır. Kaynak [7] ye göre depremlerde oluşan kuvvetlerin etkisi altında kiriş-kolon birleşim yerlerinde plastik kiriş dönmesi % 1.5-3.0 kadar olabilmektedir. Ancak kaynak [5] de yapılan ve sözü edilen başka kaynaklardaki deney örneklerinden pek azında yukarıda sözü edilen şiddetli bir depremin getirebileceği kiriş dönme alt limitine ulaşılabilmiştir. Kaynak [5] de denenen 8 adet örnekten 6 tanesinde kırılma, kiriş alt flanşı ile kaynak arasında yavaş kırılma ile olurken 1 tanesinde kolon flanşı ile kaynak arasında kırılma şeklinde olmuştur. 1994 öncesindeki kolon-kiriş birleşim yeri deneylerinde kullanılan I-profiler, depremde hasar gören yapıların birleşim yerlerinde kullanılan I-profilere göre çok daha küçük boyutludur. Daha sonra gösterileceği gibi (Şekil-11), profil boyutunun sünek davranış üzerinde etkisi vardır. Bu tür birleşim yerinde (Şekil-1), üst taraftaki kiriş-kolon flanşı arasındaki kaynak yuvası tümü ile doldurulabilirken, alt taraftaki kiriş-kolon flanşı arasındaki kaynak tümü ile doldurulamamaktadır. Aradaki kiriş gövdesi bağlantı levhasının hemen iki yanına rastlayan bölümlerin kaynağı zor olmaktadır. Kaynak [6] ya göre destek plakaları kirişin alt flanşında kiriş-kolon flanş kaynağının ultrason yöntemi ile tam ve yetkin bir biçimde denetlenmesine de izin vermemektedir. Alt flanş kaynaklarındaki sorunlar Şekil 2 - Kiriş Flanşında Oluşan Kuvvetler ve Gerilmeler Şekil 3-1994 Northridge Depreminde En Çok Gözlenen Kaynak Kırılma Biçimleri TMH - TÜRKÝYE MÜHENDÝSLÝK HABERLERÝ SAYI 425-2003/3 25

destek plakaları söküldükten sonra gözlenebilmektedir. Bu koşullar Şekil-1 deki kolon-kiriş birleşim ayrıntısının deprem yeterliliği üzerinde kuşkular doğurmaktadır. Kolon-kiriş birleşim yerinde en çok gözlenen çatlak ve hasar biçimi Şekil-3 de verilmektedir. Kısaca kiriş flanşının kolon flanşına kaynaklandığı yerde kaynak içinde, kaynakla kolon ara yüzeyi arasında ve kolon flanşı içinde çatlak olmaktadır. HASARIN NEDENLERİ 1994 Northridge depreminden sonra moment taşıyan çelik kolon kiriş birleşim yeri hasarını açıklamak için çok sayıda nedenler ortaya konulmuştur. Bu nedenler, çelik malzemesinin üretim özellikleri, süneklik kavramı, kaynakların yapılış biçimi, dayanım ve sertlik özellikleri gibi konularda temel ilkelerden başlayan, kaynak yuvasının ayrıntısı gibi değişik etmenler incelenerek ek yeri davranışının daha iyi anlaşılmasına çalışılmıştır. Şekil-1 deki çelik kolon-kiriş ek yerinin çeşitli özelliklerinin irdelenmesi ve bu özelliklerin daha iyi anlaşılması ve daha yetkin çözümlerin geliştirilmesi için yapılmış deneylerden gidilerek istenen nitelikte ek yeri oluşturmak için çözümler tanıtılacaktır. 1- ÇELİĞİN ÜRETİM ÖZELLİKLERİ Çelik kütüklerin ısıl işlemlerle haddelenerek H, I, U, L ve [ gibi en kesitleri olan profillere dönüşmesi sırasında çekilen elemanda Şekil-4 de gösterilen türden katmanlı bir yapı oluşmaktadır. Bu yapı ahşabın lifli yapısına çok benzemektedir. Tıpkı ahşapta olduğu gibi çelik yapı elemanlarında da bu liflere dik ve paralel yönde dayanım farklılığı bulunmaktadır. Ahşapta liflere dik yönde çekme dayanımı, liflere paralel yöndeki çekme dayanımına göre çok büyük bir miktarda daha düşüktür. Aynı durum bir ölçüde çelik profillerde de geçerlidir. Bu yapısal özellikler sonucu çelik elemanlara liflerine dik yönde bir kuvvet uygulandığı zaman tabakalı yırtılma (lamellar tearing) denilen kırılma ile karşılaşılmaktadır. (Şekil-5) [3]. Kaynaklı ek yerinin kalın kısa ve rijit elemanlarla kısıtlanmış olması, 20 mm den kalın kaynakların ve 30 mm den kalın levhaların üzerine yapılmış olması, kaynak yüzeyinin basamaklı ve ya da ahşap görünümünde olması tabakalı yırtılma riskini artırmaktadır [6]. Tabakalı yırtılma olayının çeliğin kükürt oranına bağlı olduğu deneylerle gözlenmiştir [2]. Düşük kükürt oranlı çeliklerde tabakalı yırtılma daha az olmaktadır. Çeliğin içinde karbon gibi saflığını bozan elementlerin çoğalması demir atomları arasında ara yüzeylerin pürüzlü olmasına ve kristal yapılı katmanlar arasındaki kaymanın güçleşmesine ve Şekil 4 - Çelik Profillerinde Çekme Sonucu Oluşan Katmanlı Yapı Şekil 5 - Tabakalı Yırtılma Çatlağı dayanımın artmasına neden olurken sünek davranış oluşamamaktadır. Genel olarak imalat sırasında çeliğe nüfuz etmiş yabancı maddeler tabaklı yırtılmaya neden olmaktadır. Tabakalı yırtılmaya yol açan en önemli neden çeliğe metalik olmayan maddelerin karışmasıdır. Ancak şu sıralarda üretilen çeliklerde bu tür yabancı madde karışımları sıkı denetimlerle önlenmektedir [25]. Ancak çeliğin liflere dik yönde çekme dayanımı % 10 kadar daha az olabilmektedir [25]. 2- SÜNEK DAVRANIŞIN YAPISI Yapıların ya da yapı elemanlarının sünek davranışı, deprem enerjisini kalıcı deformasyonlarla tüketilmesi demektir. Plastik deformasyonla enerji tüketim gücü yüksek olan yapılar depreme dayanıklı yapı olarak nitelenir. Bu nedenle sünek olma koşulu depreme dayanıklı yapılar için olmazsa olmaz bir koşuldur. Gerek betonarmede gerekse çelik yapı elemanlarında süneklik inşaat demirinde ve çelikte liflere paralel yönde uygulanan kuvvet altında lifler arasındaki kayma ile oluşan uzamanın gerektirdiği enerji tüketimine bağlıdır. Sünek davranış için lifler arasında kayma ile serbestçe uzama olanağı var olma- 26 TMH - TÜRKÝYE MÜHENDÝSLÝK HABERLERÝ SAYI 425-2003/3

lıdır. Süneklik, plastik akma ile enerji tüketimidir. Plastik akma için ise metalin kristal katmanları arasındaki kayma yüzeylerinde hareket olması ile gerçekleşir. Şekil-6 da görüldüğü gibi demir kristalleri arasındaki kayma ile oluşan yeni ve daha yoğun yapıda daha fazla bir deformasyon için daha büyük gerilmelere gerek oluşmaktadır. Bu durum pekleşme ile demirin dayanım artışının nedenidir. Şekil 6 - Çeliğin Kristal Yapısında Olan Değişme Sonucu Sünekliğin Oluşması, Daha Yoğun ve Akma Yönünde Çentikli Kristal Yapı Sünek enerji tüketimi için malzemenin ya da kristal katmanların hareket edebilme olanağı olmalıdır. Bu olanak çeşitli nedenlerle kısıtlanmış ise sünek davranış olanağı azalmaktadır. Demir katmanları arasındaki kayma olayı sıcaklıkla ile bağlantılıdır. Düşük sıcaklıklarda kayma, hareket olanağını azalır. Kayma yüzeylerinde hareket için zaman gerekir. Eğer yükleme hızı yüksek ise, daha az kayma olur ve akma gerilmesi artar ancak buna karşılık tüketilen enerji azalır. Düşük hızlı tersinir yüklemelerde kırılma daha çok sayıda yüklemede oluşurken, yüksek hızlı tersinir yüklemelerde ise çok daha az sayıda tersinme ile kırılma olmaktadır. Öte yandan eğer malzemenin, şekil değiştirme olanağı kısıtlanmış ise o zaman katmanlar arasında kayma olmadığı için yüksek gerilmede gevrek kırılma olacaktır. Burada sözü edilen mikro boyutta malzeme davranışı sünek davranış için malzemenin mikro yada molekül düzeyindeki yapısının önemini ortaya koyar. Kristal ve katmanlı yapısı olmayan bir malzeme sünek olamamaktadır. Çelik içindeki karbon gibi saflığı bozan elementlerin çoğalması demir molekülleri arasındaki ara yüzeylerin pürüzlü olmasına ve kristal katmanların arasındaki kaymanın güçleşmesine ve dayanımın artmasına neden olurken, sünek davranışa engel olmaktadır. Beton ve pişmiş toprak olan tuğlada sünek davranış olamamasının nedeni sünekliğin yukarıda anlatılan mekanizma ile ortaya çıkmasına olanak veren katmanlı bir kristal yapının yokluğudur. Bu özelliği nedeni ile beton ve tuğla yığma gevrek bir malzemedir. Aynı şekilde elektrik kaynağı ile oluşturulan birleşim bölümündeki malzeme kristalli ve katmanlı yapıda olmayıp çok şekilsiz ve amorf bir kütledir. Kaymanın oluşması için düzenli katmanlı yapı yoktur. Bu nedenle de kaynaklar da gevrektir (Şekil-5). 3- EK YERİNDEKİ KİRİŞ VE KOLON FLANŞLARINDAKİ GERİLME DURUMU [18] Kolon-kiriş birleşim yerlerindeki hasarın açıklanmasında bu bölgedeki kolon flanşı, kaynak, kolon flanşı ve gövdesindeki gerilme yapısının incelenmesi ve sünek davranış açısından irdelenmesi gerekir. Yukarıda anlatıldığı gibi sünek davranış malzemenin serbestçe şekil değiştirebilme olanağına bağlıdır. Sünek davranış için gereken koşullar vardır [18]: Çelik çubuk ya da kuponlara uygulanan tek yönlü çekme kuvvetlerine dik yönlerde kesme gerilmeleri oluşur. Bu kesme gerilmesinin malzemenin kritik kesme gerilmesinden daha büyük bir değere ulaşması Bu kesme gerilmesinin yarattığı plastik birim deformasyonun serbestçe oluşması Çekilen malzemede akma ve en kesit küçülmesinin olmasına izin veren yeterli bir serbest bölgenin olması gerekir. Çekme dayanımının belirlenmesi deneyinde demiri parçasının tutan çeneler arasındaki aralık büyüdükçe demirin kopma anındaki birim uzama miktarının daha büyük olduğu bilinen bir özelliktir. Kısıtlanmış koşullarda kesme gerilmesi küçüktür. İdeal bir biçimde dengelenmiş üç eksenli gerilme koşullarında kesme gerilmesi yoktur. Kiriş flanşının kolona kaynakla bağlandığı bölge büyük ölçüde kısıtlanmış bir bölgedir [18]. Şekil-7 de görüldüğü gibi kiriş flanşında kaynağa ve Şekil 7 - Kiriş Flanşında Gerilme Durumu TMH - TÜRKÝYE MÜHENDÝSLÝK HABERLERÝ SAYI 425-2003/3 27

kolon yakın bölgede kolon flanşı ve kaynak nedeni ile üç eksenli bir gerilme durumu vardır. Kolon flanşı kiriş flanşının bu yönde hareketini engellemektedir. Kaynak da kiriş flanşının yanal ötelenmesini kısıtlamaktadır. Bu koşullarda ise kiriş ucunda sünek davranış, ve akma olmadığı için plastik mafsallaşma olmamaktadır. Kiriş alt ve üst flanşının karşısına gelen yerlere konulmuş kolon süreklilik plakaları da ek yerinin rijitliğini artırıp kiriş flanşının deformasyonuna izin vermeketedir. Birleşim yerinde kiriş flanşı, kiriş flaşını kolon flanşına bağlyan kaynak, kolon flanşı ve kolon flanşının arkasında ise kolon berkitme, süreklilik levhaları vardır (Şekil-1). Kırılmaları çoğu kaynakta olmuştur. Bu arada kolon flanşında da fare kulağı yada divot denilen parça koparmaları ya da kopmaları vardır (Şekil-8). Kaynağın içinde olan çekme gerilmeleri kolon flanşından parça ayrılması, engel olan çekme kuvvetine dik yönlerde de gerilmeler oluşmasına neden olmaktadır. Bu durumda oluşan asal gerilmeler bu bölgedeki kesme dayanımının yükselmesine neden olmakta ve gevrek kopmalar ortaya çıkmaktadır [25]. 4- KAYNAK ELEKTRODLARININ ÖZELLİKLERİ Elektrik kaynağı olayının önemli bir boyutu yüksek ısıdır. Elektrik kaynağı sırasında sıcaklık 5000 C dereceye kadar yükselirken, kaynağın hemen yanındaki metalde sıcaklık 2000 C dereceye kadar yükselmektedir. Çeliğin kristal yapısı ve mekanik özellikleri bu yüksek sıcaklıkta değişir. Kaynağın hemen yanındaki çelik ile yüksek sıcaklıktan etkilenmeyen ya da daha az etkilenen bir az daha uzaktaki çelik arasındaki kristal yapının farklılığı bir tür metalurjik çentik ya da çatlağa benzer bir ara bölge oluşmaktadır. Bu durum kaynağın zayıflamasına neden olmaktadır. Özellikle şantiyede yapılan kaynakların niteliğinin atölye kaynaklarından daha düşük olduğu bir gerçektir. Ancak atölye kaynaklarında da sorunlar olabilmektedir. Bir kaynaklı kolon-kiriş ek yeri deneyinden gelen gözlem ilginçtir: Bu programdaki bütün deney elemanları özel bir çelik yapı elemanı üreticisi tarafından yapılmış, bütün kaynaklar tescil edilmiş ve bütün köşe kaynakları bağımsız bir kaynak denetleme şirketi tarafından ultrasonla kontrol edilmiş olmasına karşın, yine de bazı birleşimler kırılma düzeyine yüklendiği zaman bazı kaynakların yetersiz olduğu görülmüştür [5]. Kaynakların sünek davranması ve tabakalı yırtılma olmaması için belli geometrik biçimlerde yapılmaması gerekir. Şekil-9 da verilen türden kaynaklarda bir elemanda liflere paralel yönde etkiyen kuvvetler diğer elemanda liflere dik yönde kuvvetler oluşturmaktadır. Köşe kaynakları bu açıdan tabakalı yırtılmaya neden olabilecek niteliktedir. Bu tür kaynağın geometrisinden kaynaklanan tabakalı yırtılma tehlikesini önleyen ya da azaltan kaynak geometrileri Kaynak [1] de verilmektedir. Kaynakların dayanımı çentik sertliği (notch toughness) yöntemi ile belirlenmektedir. 1994 Northridge öncesi birleşim yerlerinde kullanılan kaynak elektrotlarının çentik sertlikleri genellikle düşük olmuştur. Şekil 8 - Kaynaktan Kolon Flanşına Aktarılan Kuvvetlerin Yarattığı Gerilmeler Şekil 9 - Kaynak Geometrisine Bağlı Tabakalı Yırtılma [5] 28 TMH - TÜRKÝYE MÜHENDÝSLÝK HABERLERÝ SAYI 425-2003/3

Malzemelerin önemli bir özelliği olan sertlik (toughness) çatlamaya karşı olan direnç demektir. Cam yüksek akma dayanımlı ve yüksek elastisite modülü olan bir malzeme olmasına karşın çok kolay kırılan bir malzemedir. Yük altında ani çatlamaya karşı dayanımın yüksek olması için malzemede kopmadan ya da çatlamadan önce plastik olarak akabilme özelliğinin olması gerekir. Plastik akma yeteneği gelen enerjinin kırılmadan tüketilmesi demektir [16]. Kaynak sertliği belli bir sıcaklıkta kaynağın tükettiği enerjinin miktarıdır. Bu miktar ortamın sıcaklığı ile değişir. Kaynakta istenen en düşük sertlik TS-563 [19] e göre en az 21 C sıcaklıkta 27 J (Joule) olmalıdır. 1994 Northridge depremi öncesinde yapılmış çelik kolon-kiriş birleşim yerlerinde çoğunlukla kullanılmış kaynak elektrodlarının sertlik değeri tıpkı TS-563 de verildiği gibi 27J dir. Bu kaynak elektrodları ABD standartlarında E70T-4 olarak sınıflandırılmıştır. Northridge depreminden sonra yapılan deneylerde E70T-4 tipi kaynak elektrodlarının sertliğinin gerçekte 7-14 J arasında olduğu ve bu sertlik derecesinin kaynaklarda çatlak oluşmasını önleyemediği ve kiriş-kolon ek yerinde istenen sünek davranışı, kiriş ucunda en az 0.03 oranında dönme sağlanmadan ne kadar kaliteli ve hatasız kaynak yapılsa bile çatladığı gözlenmiştir [20]. Buna karşılık 1994 Northridge depreminden sonra yapılan değişik ek yeri deneylerinde çentik sertliği yüksek olan kaynak elektrodları kullanılarak yapılmış ek yerlerinin daha iyi ve sünek davrandıkları gözlenmiştir. Bu deneylerde kullanılan ve ABD kaynak elekrot sınıflamasına göre E70T-6, E71T-8 ve E70TG-K2 olarak belirlenen elektrotların sertlik değerleri 54-122 J olarak ölçülmüştür [20]. 1994 Northridge depremi sonrasındaki kaynaklı kolon-kiriş ekyeri deneyleri kesinlikle 1994 depremi öncesindeki sertlik derecesi düşük kaynak elektrotlarının kullanılmaması gerektiğini ortaya çıkarmıştır. kolon flanşına kaynaklandığı yerde gözlenen kırlma türü anlatılmaktadır [15]. Bu kaynakta kiriş flanşının genişliği boyunca uzanan bölgede kaynak kökünde 1- Kaynak ile kolon flanşı arasında tam birleşmemiş bölgeler, 2- Ara yüzde cüruf parçaları, gözlenmiştir. Bunlar deprem öncesinde kaynağın yetersiz olduğunu, bir tür üretim hatası olduğunu göstermektedir. Bir diğer kaynak kırılması ise Şekil-3b de gösterilen kırılmadır. Burada 1- Kaynak kökünden başlayan ayrışma bütün kaynak-kolon flanşı arasındaki çatlak, 2- Kaynak içi çatlak, 3- Kaynak kökünden başlayıp kolon flanşı içinde katmanlı yırtılma biçiminde gelişmiş çatlak olmaktadır. Bazı araştırmacılara göre deprem öncesinde de var olan kaynak hataları depremdeki birleşim yeri kaynak çatlaklarını başlatan bir etmen olması kaynakların yapımını ciddi bir biçimde sorunlu olduğunu göstermektedir: Kaynak bir çok üretim hatası ile yapılabilmektedir. Northridge depremi öncesindeki çelik yapılarda kaynağın kolon flanşına bitişik alanı, kaynağın kiriş flanşına bitişik alanından %33 daha büyük olduğu gözlenmiştir [15]. 5- KAYNAKLARIN YAPILMA BİÇİMİ VE ETKİNLİĞİ Şantiye kaynaklarının tam yeterli bir biçimde yapılmamış olması çok karşılaşılan bir durumdur. Kaynak genel olarak sünek bir yapıda olmayan bir malzemedir. 1994 Northridge depreminde kolon-kiriş bağlantısında en çok rastlanan kaynak kırılmalarından biri Şekil-3 de gösterilmektedir. Burada kiriş flanşının Şekil 10 - Önerilen Kaynak Yuvası Ayrıntıları TMH - TÜRKÝYE MÜHENDÝSLÝK HABERLERÝ SAYI 425-2003/3 29

6- KAYNAK YUVASININ BİÇİMİ Kiriş gövdesinin alt ve üst tarafında bir kaynak yuvası oluşturulması gerekmektedir. Bu yuva olmaz ise kiriş alt flanşının kolon flanşına sürekli olarak kaynatılması olanağı yoktur. 1994 Northridge depremi sonrasında bu kaynak yuvasının biçimi konusunda da araştırmalar yapılmıştır. Kaynak yuvasının boyutu, biçimi ve pürüzlülüğü bu noktada bir gerilme birikimine yol açar ve ek yerinde erken bir çatlak ve hasara neden olabilir. Kaynak [23] de kiriş alt flanşı ve kiriş gövdesi birleşim yerindeki kaynak yuvasının ayrıntısı incelenmiştir. Kaynak yuvasının Şekil-10a daki gibi olmasının kiriş alt flanşı ile kolon flanşı arasındaki gerilmelerdeki dağılımın daha üniform olmasının sağladığı sonlu elemanlar yöntemi ile yapılmış analiz ile belirlenmiştir. Yuvanın çapının 19 mm den büyük olması, yada tam dairesel olmaması kaynakta gerilme birikimine neden olmaktadır. Kaynak [24] de ise daha etkili olacağı önerilen bir kaynak yuvası ayrıntıları verilmektedir (Şekil-10b). 7- PROFİLLERİN DAYANIMI Zaman içinde kullanılan profillerin akma ve pekleşme dayanımları artmıştır. Tasarımda belli bir çelik dayanım sınıfına göre kabul edilen akma ve buna bağlı hesap dayanımı karşısında inşaatta kullanılan profilin akma dayanımı daha yüksek ise kiriş flanşında akma dayanımına ulaşmadan kaynak dayanımına ulaşılmakta ve kaynak kopmaktadır. Ayrıca şantiyede kaynakların yetersiz biçimde yapılmış olmaları nedeni ile de kaynakların dayanımlarının hesaplarda beklenen dayanımdan daha da düşük bir dayanımda olması da kiriş flanşında akma sınırına ulaşılmadan kaynakta hasar ile ek yeri istenen biçimde davranmayacaktır. Yapılan araştırmalar kullanılan profillerin akma dayanımlarının anma dayanımlarının, dayanım sınıflarının limitlerinin çok üzerinde olabileceğini göstermiştir [23]. Akma dayanımı/limit dayanım oranının büyümesi plastikleşmeye hızlı bir geçiş yaratmakta ve plastik mafsallaşma bölgesi küçülmektedir. Mafsallaşma bölgesinin kısa olması belli bir plastik dönme için daha büyük plastik birim şekil değiştirmeyi gerektirmektedir [23]. Bu nedenle daha belirgin pekleşme bölgesi olan çeliklerle daha fazla dönme sağlanabilmektedir. Japon yaklaşımında bütün çerçeveler depremde gelen yatay yüklerin oluşturdukları eğilme momentlerini taşıyan çelik çerçeve olarak tasarlanıp yapılmıştır. Bu nedenle açıklıklar daha kısadır ve bu çerçevelerin kirişlerinin derinlikleri 40-60 cm kadar olan I-profillerden yapılmaktadır. Amerikan yaklaşımında ise yapıdaki bütün çerçeveler depremde gelen yatay yüklerin momentlerini taşıması beklenen çerçeve niteliğinde olmayabilir. Bazı çerçeveler sınırlı deprem momenti taşıyan çerçeve olarak nitelenirken; depremde gelen momentleri taşımak için tasarlanmış özel çerçeveler vardır. Deprem yüklerini taşıyan bu özel çerçevelerde ise kirişler, Japon örneklerine göre daha geniş açıklıklı ve dolayısı ile daha derin, 60-100 cm arasında derinlikte olan I-profillerden yapılmaktadır [17]. Şekil-11a da görüldüğü gibi kiriş ucunda akma eğilme momenti M y den daha büyük momentlerin olduğu bölgede bir plastik mafsal oluşmaktadır. Mafsallaşmanın olduğu bölgenin uzunluğu demirin pekleşme gerilimi özelliklerine ve kirişin açıklığına bağlıdır. Kiriş derinliğinin aynı olması durumunda kiriş ucundaki plastik dönme daha büyük olmaktadır [14]. Kirişlerde kullanılan I-profilin derinliği büyüdükçe belli bir kesit dönmesi için gereken en uç lif birim deformasyonunun daha büyük olması gerekir (Şekil-11b). Kiriş uçlarında olan plastik dönme miktarı kiriş derinliği ve kiriş açıklığından etkilenmektedir [14]. Derin ya da daha sığ en kesitli I profillerin en uç lifinde oluşan en büyük plastik birim deformasyon (ε p ) aynı miktarda olur. Derinliği (h) daha az olan 8- BOYUT ETKİSİ Depreme dayanıklı çelik yapılarda yatay deprem yüklerini taşıması beklenen MTÇÇ taşıyıcı sistemlere yaklaşım ABD ve Japonya da farklıdır [17]. Şekil 11 - Kiriş Açıklığı ve Kiriş Derinliğinin Plastik Dönme Üzerindeki Etkisi 30 TMH - TÜRKÝYE MÜHENDÝSLÝK HABERLERÝ SAYI 425-2003/3

kirişte kesit dönmesi ε p /h daha büyük olacaktır. Bu durumda açıklığın aynı olduğu kirişlerde daha az derin en kesitli I-profil kirişlerde daha büyük plastik dönmeler oluşmasının eleman geometrisine olan bağımlılığını göstermektedir. (Şekil-11b). Deneylerde derin ve gövde ve flanş kalınlığı büyük olan profil kesitlerinin gevrek biçimde kırıldıkları gözlenmiştir [26]. 9- KAT DÖŞEMESİN KATKISI 1994 Northridge depreminde birleşim yerinde olan çatlakların yaklaşık % 80 i kirişin alt taraftaki flanşı ile kolon flanşı arasındaki kaynak bağlantısında olmuştur [12]. Çelik yapıların genellikle betonarme kat döşemeleri vardır. Bu döşeme ek yerinin (+M) moment taşıma gücünü artırarak, tarafsız eksenin kirişin üst tarafına doğru yaklaşmasına ve kiriş alt flanşında daha büyük bir birim deformasyon oluşmasına yol açmıştır [21]. Betonarme döşemeler ayrıca kolon-kiriş birleşim yerine yanal destek vererek yanal burkulmayı ve ek yerinin zayıflamasını önlemektedir Moment taşımadığı kabul edilen, kiriş flanşlarının kolon flanşlarına kaynaklanmadığı, kirişin kolona yalnızca kesme kuvveti aktaran gövde plakaları ile bağlandığı birleşimlerde betonarme döşemenin varlığı ile kiriş, en kesit moment kapasitesinin %36 sı kadar moment taşıyabildiğini ve bazı özel ayrıntılarla bu taşıma gücü % 50-70 düzeyine kadar çıkabildiği gözlenmiştir [29]. Ancak kolonun çevresindeki beton kırıldıktan sonra moment aktarabilme gücü en kesit kapasitesinin % 18 ine kadar inmektedir. Beton kat döşemesi ek yerinde 0.10 gibi dönmelerin olmasını sağlamıştır. ÇÖZÜM YOLLARI Northridge depreminde görülen çelik kolon-kiriş birleşim yeri hasarları üzerine bu tür birleşim yerlerinin deprem dayanımı üzerinde ABD de yoğun bir araştırma programı başlatılmıştı [7]. Bu deneylerin ilk aşamalarında bulunanların ışığında geçici nitelikte çözüm önerileri getirilmiştir. 1- Daha yüksek dayanımda kaynak malzemesinin kullanılması. Kaynak alanını artırmak, kiriş alt ve üst ucuna gusseler eklemek gibi önlemler önerilmektedir. 2- Northridge depreminin verdiği önemli bir ders dışarı vurmuş önemli bir hasar belirtisi olmasa bile çelik yapıların, özellikle diyagonalli olmayan elemanlardan yapılmış olanların incelenmesinde yarar olduğunu göstermektedir. Eğer birleşim yerlerinde çelik eleman kaynak hasarı varsa bunun en kısa zamanda iyileştirilmesi gerekir. Yoksa yapı gelecekte olacak benzer depremlerde yıkılır ya da ağır hasar görebilir. 3- Plastik mafsallaşmanın kiriş-kolon ara yüzeyinden daha uzakta oluşmasını sağlayacak moment bağlantıları geliştirilebilir. Kolon-kiriş ek yerine atölyede yapılmış dişler kaynaklanabilir. Kiriş flanş ve gövdeleri bu dişlere küt kaynaklı olarak birleştirilebilir. 4- Kirişlerin kolonlarla birleştiği yerlerde kiriş örtü levhaları kullanılarak daha iyi davranış sağlanabilir. BİRLEŞİM YERİNDEKİ GERİLME DURUMU VE SÜNEK DAVRANIŞ Çeliğin gerilme ve birim deformasyon eğrisi belli uzunluktaki bir inşaat demirinin ya da bir I ya da başka tür bir profilin gövdesinden ya da flanşından kesilmiş bir çelik kupon un preste çekilmesi ile bulunur. Profilin gövdesinden alınan çelik kuponun dayanımı, kuponun alındığı yere bağlı olarak değişmektedir. Gövde de flanşa yakın yerlerden alınmış kuponların dayanımı, gövdenin ortasına yakın yerlerden alınmış kuponların dayanımına göre önemli ölçüde daha yüksek çıktığı da gözlenmiştir [23]. Bu kupon deneylerinde çelik tek yönlü olarak yüklenir. Yükleme sırasında denenen örneğin orta bölümü uzar ve en kesiti küçülmeğe başlar ve daha sonra kopar. Bu davranış sırasında çekilen elemanın en kesitinde çekme yönüne dik yönde basınç gerilmeleri olur ve daha da önemli bir nokta çekilen elemanın çekme yönüne dik yönde şekil değiştirmesini önleyen bir geometrik kısıtlamanın olmamasıdır. Buna karşılık kolon flanşına kaynakla bağlanmış I-profilin flanşındaki gerilme durumu farklıdır (Şekil-7). Kiriş uçlarında olan momentler kolon flanşlarında çekme ve basınç gerilmeleri oluşturmaktadır. Ancak kiriş ucundaki flanş çekme etkisi altındaki preste çekilen inşaat demiri ya da I-profilden alınmış kupon parçası gibi davranamamaktadır. Kaynakla kolona bağlanan kiriş flanşının ucundaki gerilme durumu Şekil-7 de verilmektedir. Kirişin ucu kolon flanşına kaynakla bağlantılı olduğu için yanal yönlerde kısıtlanmaktadır. Bu nedenlede kiriş flanşı preste çekilen çelik gibi uzayamamakta ve şekil değiştirme ile enerji tüketememektedir. Bu durumda çelik profil ya da kaynakta gerilmeler şekil değiştirme yapılamadan giderek yükselmekte ve kopma gerilmesine ulaşarak gevrek bir biçimde aniden kırılmaktadır. Bu durum 1994 Northridge depremindeki kaynaklarda ve kolon ve kiriş flanşlarında olan çatlakların da nedenidir. TMH - TÜRKÝYE MÜHENDÝSLÝK HABERLERÝ SAYI 425-2003/3 31

YAPILAN DENEYLER 1994 Northridge depremindeki kolon-kiriş birleşim yeri hasarından sonra önce hasarın nedenini açıklamak için çeşitli alanlarda deneyler yapılmıştır. Hasar nedenlerinin birincisi kiriş flanşı-kolon gövdesindeki kaynakların yetersiz biçimde yapılmasından dolayı olduğudur. Bu durumda aynı ek yeri ayrıntısının bu kez daha özenli kaynak işçiliği ve daha yüksek dayanımlı kaynak elektrodu kullanarak yapılması ile hasarın önlenme olanağının ve uygun davranışın sağlanma olanağı araştırılmıştır [12]. KAYNAK DENEYLERİ Bilindiği gibi ek yerinin yeterli davranışı kaynaklarda ve kolon ve kirişte çatlak olmaması ve ek yerinin 0.03 ve daha yukarıda bir dönme yapabilmesidir. Hasarın nedeni açıklanırken 1- Kaynakların yönetmeliklere göre yapılmamış olması, 2- Kaynak alt mesnet levhalarının (bayrak)ların sökülmemiş olması, 3- Daha yüksek dayanımlı kaynak kullanılması ve benzeri kaynakla ilgili nedenler de kullanılmıştır [12]. 1994 ÖNCESİ AYRINTILARININ DENENMESİ 1994 Northridge depreminden sonra yapılan ilk moment taşıyan çelik kolon birleşim yeri deneyleri depremden etkilenmiş birleşim yeri ile aynı nitelikte olan birleşim yerleri üzerinde yapılmış ve ek yerlerinin deprem davranışı yeniden kontollu ortamda izlenmiştir (Şekil-12). Yapılan deneylerden biri Northridge depremindeki hasarı nedeni ile onarılma ya da güçlendirme yapılmayıp yıkılmış tek bir binadan çıkarılmış çatlaklı, hasarlı, kolon kiriş birleşim yerlerinin hasar sonrası geride kalmış olan taşıma gücünü belirlemek için yapılmıştır [12]. Bu deneylerde birleşim yerlerinde değişik türde kaynakta ya da flanşa kadar uzamış çatlakları olan ek yerlerinin bu deprem hasarı sonrasında var olan diğer bir deyişle geride kalmış, taşıma güçlerinin çatlak öncesindeki taşıma güçlerinin %30-40 ı kadar olabildiği ve bazı tür ve ileri aşama çatlakları olan birleşim yerlerinde geride kalan taşıma gücünün çatlak öncesi taşıma gücünün %10 una kadar azalmış olduğu deneylerle gözlenmiştir [12]. Bu deney kolon-kiriş birleşim yerinde deprem hasarı olan çelik yapılarda önemli bir taşıma gücü kaybı olduğunu göstermekte ve hasarlı yapıların onarım ve güçlendirilmesi gereğinin kanıtıdır. Şekil 12-1994 Northridge Depreminde Hasarlı Yapıdan Sökülmüş Birleşim Yerine Uygulanmış Tersinir Yükleme Deneyi Histeresis Eğrisi İkinci tür deneyler 1994 Northridge depreminde hasar gören kolon-kiriş birleşim yeri ile aynı türden birleşim yerlerinin denenmesidir. Burada amaç deprem öncesi birleşim yerlerinin dayanım ve kırılma biçimlerini belirlemektir. MEVCUT YAPILARIN GÜÇLENDİRİLMESİ Bölgede 1994 Northridge depreminde hasar gören çelik yapılardaki ek yerlerine benzer ek yerleri olan çok sayıda yapının bulunması ve bu yapılarında Northridge depremine benzer bir depremle gelecekte zorlanma olasılığının yüksek olması nedeni ile henüz bir deprem yaşamamış benzer çelik yapıların güçlendirilme yöntemleri üzerinde deneyler yapılmıştır. Güçlendirme yöntemlerinin hem etkin hem de uygulanabilir olması üzerinde durulmuştur. Önerilen yöntemlerden biri mevcut yapılardaki yetersiz kaynakların olabildiğince kaldırılması ve buralara yeniden ve daha yüksek sertlikte elektrodlar kullanılarak kaynakların güçlendirilmesi; bir diğeri ise kiriş flanşlarına yeni levhalar eklenerek kiriş uçlarının moment taşıma güçlerinin artırılması ile kiriş uçlarındaki gerilmelerin daha düşük bir düzeyde tutulması olmuştur Plaka eklemenin ek yerinde sağlayacağı davranış iyileşmesinin etkinliğinin araştırıldığı deneylerde [27] ve [28] iki farklı levha ekleme yöntemi kullanılmıştır (Şekil-13a). Bunlardan birinde kiriş flanşına kaynaklanan plaka ve mevcut kirişin flanşı birlikte kolon flanşına kaynaklanmıştır (Şekil-13a). Diğerinde ise yalnızca kiriş flanşına kaynakla bağlanmış levha kolon flanşına kaynaklanmıştır (Şekil- 13b). 32 TMH - TÜRKÝYE MÜHENDÝSLÝK HABERLERÝ SAYI 425-2003/3

Şekil 13 - Kirişlerin Ek Plaka ile Güçlendirilmesi Her iki yöntemde de üst flanşın kaynaklandığı yerdeki bayrak sökülmemiş ve altına ek kaynakla güçlendirme yapılmıştır. Deney örneklerinde özellikle bayrak konulmuştur. Yapılan deneylerde [28], bu takviye yönteminin etkili olduğu, daha büyük dönmelerin, 0.02 den büyük, gerçekleştiği gözlenmiştir. Flanşa eklenen levhanın bütün çevresinin köşe kaynaklı olması dikdörtgen levhaların yamuk levhalara göre daha iyi olduğu gözlenmiştir (Şekil-13c). Kiriş flanşlarının kalınlaştırılması kırılmanın bu bölgenin dışında flanş takviye levhasının olmadığı bölgede mafsallaşma ve kiriş gövdesinde yanal burkulma oluşması ile gerçekleşmektedir. Kirişin flanşının rijitliğinin artırılması kiriş gövdesinin flanşa göre daha narin bir en kesitli olmasına ve burkulmaya daha çok eğilimli olmasına neden olmaktadır. Ayrıca kiriş ucundaki moment taşıma gücünün artması kiriş gövdesinin zorlanmasını da artımaktadır. Kiriş flanşına eklenen levhanın kolon flanşına Şekil- 13a ya da 13b de gösterilen biçiminde kaynaklanmasının davranışda bir farklılık yaratmadığı da gözlenmiştir [28]. Bir başka güçlendirme yöntemi de Şekil-15 de gösterilen kiriş alt ve üst flanşlarına gusse eklenmesidir. Gusse eklenmesi ile kirişteki kesme kuvveti bir diyagonal çubuk eleman gibi kolon flanşına etkimektedir [21]. Gusse katkısı ile güçlendirme mevcut yapılarda yalnızca kiriş alt taraflarında yapılabilmektedir. Döşeme plağı kirişin üst tarafına gusse plağının konulmasını zorlaştırmaktadır: Döşemenin bu bölümde kırılması gerekmektedir [21]. Gussenin bir basınç ya da çekme çubuğu gibi kolona ve kirişe kesme kuvveti aktarması nedeni ile gussenin ucunun bulunduğu yerlerde hem kolon hem de kirişte berkitme levhalarının olması gerekmektedir (Şekil-15). Gusse levhası ekleme yöntemi ile mafsallaşma bölgesi kiriş ucundan daha uzakta bir noktaya alınmaktadır. Kolon tarafına kaynaklı, kiriş tarafında ise bulonlu olan ve kirişin kesme kuvvetini kolona aktardığı sayılan gövde plakasının çevresinin kiriş flanşına kaynaklanması da ek yerini dayanımını ve dönmesini artırmaktadır [18]. Mevcut 1994 Northridge depremi öncesi ile aynı nitelikte kaynakları olan birleşim yerlerinde, eski kaynakların dışarı yükselen bölümlerinin kaldırılıp buralara yeniden daha yüksek nitelikte kaynak elektrodu kullanılarak kaynak kaplaması yapılması; alt taraftaki flanşlardaki bayrak levhalarının sökülüp buradaki kaynağın taşlanmasından sonra yine daha yüksek nitelikte kaynakla güçlendirme; yöntemleri de Northridge öncesi birleşim yerlerinin davranışında olumlu katkılar yapmıştır [11]. Ancak deneylerin genellikle küçük boyutlu sayılan I profillerden yapılmış birleşim yerleri üzerinde yapılmış olması nedeni ile, bu yöntemin daha büyük kesitli profillerden oluşan birleşim yerlerinde de olumlu sonuçlar verip vermeyeceğinin denenmesi gerektiği de ileri sürülmektedir [11]. BİRLEŞİM YERİNİN NİTELİKLERİ NASIL OLMALI [14] Deprem kuvvetlerinden gelen momentleri taşıması beklenen çelik çerçevelerin kaynaklı kolon-kiriş birleşim yerlerinin deprem dayanımı açısından düktil ve yeterli dayanımda kabul edilmesi için getirilmiş kıstas kiriş ucunda taşıma gücünde %20 yi aşmayan bir azalma altında 0.03 radyan plastik dönmenin sağlanmasıdır. TMH - TÜRKÝYE MÜHENDÝSLÝK HABERLERÝ SAYI 425-2003/3 33

Depreme dayanıklı yapı sık olan küçük depremlerde elastik bölgede ve kullanılabilir durumda davranmalı büyük depremlerde ise yıkılmadan ve can kaybına yol açmadan büyük elastik ötesi şekil değiştirmeler yapabilmnelidir. Çelik yapılar düşük düzeyde yatay kuvvetlere elastik olarak karşı koyacak biçimde tasarlanırlar. Çünkü çelik yapıların büyük miktarda elastik ötesi şekil değiştirme güçlerinin, sünekliğinin, olduğu varsayılır. Elastik ötesi şekil değiştirme ek yerinin hemen yanındaki kiriş flanşı, ek yeri bağlantısı, bir başka deyişle kaynağın kendisi ve kolon panel bölgesinin elastik ötesi şekil değiştirmeleri ile sağlanabilir. Bu üç bölgenin rijitliği, dayanımı ve sünekliği depreme dayanıklı tasarım ve davranış için en gerekli unsurlardır [14]. Ek yerinin dayanım, rijitlik ve süneklik; birim şekil değiştirme ve plastik dönme θ p, özelliklerinin kiriş flanşı ve kolon gövdesine göre daha üstün olması gerekmektedir. 1994 Northridge depremine kadar bağlantının dayanım özelliklerinin kolon flanşına ve kolon panel bölgesine göre daha yüksek olduğu varsayımı ile tasarım ve uygulama yapılmıştır. 1994 Northridge depremi durumun böyle olmadığını göstermiştir: ek yeri bağlantısının büyük sünekliğinin olmadığı, dayanımının kiriş flanşından ve kolon panel bölgesinden daha düşük olduğu gözlenen beklenmeyen hasar ile kanıtlanmıştır. 1994 Northridge depremi sonrasında kolon kiriş birleşim yerleri için iki temel çözüm ortaya çıkmıştır. 1- Bunlardan birincisi kiriş flanşının kolona kaynaklı, kiriş gövdesinin ise bulonlu olarak kolona bağlanmasıdır. 2- Diğer çözüm ise bulonlu kiriş-kolon birleşimidir. Her iki farklı temel birleşim yönteminin çeşitli alt seçenekleri vardır. yüksek sertlikte bir elektrotla kaynak yapılması; üst flanşda ise bayrak levhası sökülmeyip altının yüksek sertlikte bir elektrodla köşe kaynakla doldurulması; kolon gövdesinin bir levha ile kalınlaştırılması; kolon gövdesine kiriş alt ve üst flanşı karşısına gelen bölgelerde süreklilik levhalarının konulması; gibi geliştirilmiş özelliklerle yapılmasıdır (Şekil-14). Bir diğer kaynaklı birleşim yöntemi yukarıdaki birleşim yöntemine ek olarak gusseli bağlantıdır (Şekil-15). Kiriş flanşının birleşim yerine yakın bir bölgede ek flanş levhası ile güçlendirilmesi (Şekil-16), bir diğer birleşim yeri ayrıntısıdır. Bu iki yöntem oldukça masraflı ve yeni inşaatlar için pratik görülmemekte daha çok mevcut çelik yapıların güçlendirilmesi için önerilmektedir [14]. Şekil 14 - Önerilen Yeni Kaynaklı Birleşim Ayrıntıları KAYNAKLI BİRLEŞİMLER Kaynaklı birleşimin birinci ve en çok kullanılan tipi 1994 Northridge depremi öncesinde olduğu gibi kiriş flanşları kolon flanşına kaynaklı kiriş gövedesinin ise kolona kaynaklı bir levhaya bulonlu olarak bağlanmasıdır. Bu birleşim yeri biçimi 1994 öncesinden farklı olarak daha yüksek sertlikte kaynak elektrodu kullanılması; daha iyi tasarlanmış ve gerilim birikimine yol açmayan ve kaynak kolaylığı sağlayan bir kaynak yuvası biçimi (Şekil-10); bayrak levhasının montajdan sonra alt flanşta sökülmesi, temizlenip yeni bir yuva açılarak buraya daha Şekil 15 - Gusse ile Güçlendirilmiş Kaynaklı Birleşim 34 TMH - TÜRKÝYE MÜHENDÝSLÝK HABERLERÝ SAYI 425-2003/3

Şekil 16 - Flanş Ek Levhası ile Güçlendirilmiş Kaynaklı Birleşim Şekil 17 - Küçültülmüş Flanş En Kesitli Kaynaklı Birleşim KÜÇÜLTÜLMÜŞ EN KESİTLİ KİRİŞ BİRLEŞİM Kiriş flanşının kolona birleştiği bölgenin biraz uzakta bir yerde en kesitinin küçültülmesi ise bir diğer kaynaklı birleşim yeri ayrıntısıdır (Şekil-17). Bu yaklaşım ile Şekil-18 de görüldüğü gibi gelen momentin kapasiteden büyük olduğu kiriş kolon birleşim yerinden uzakta bir bölge oluşturulmaktadır. Şekil 18 - Küçültülmüş Flanş En Kesitli Birleşimde Gelen Moment ve Taşıma Gücü İlişkisi Bu yöntemde en kesit küçültmesinin en iyi biçiminin belli bir açı ile küçültülmüş flanş en kesitinin en uygun olduğu ileri sürülmektedir [14]. Küçültülmüş bölgenin yüzeyinin pürüzsüz olması için taşlanmış olmasının davranışa olumlu katkısının olduğu da bildirilmektedir [14]. Küçültülmüş en kesitli flanş bağlantısı daha küçük bir moment taşıma gücü ve ek yerinin daha çabuk kırılmasına neden olurken, kiriş-kolon birleşim yerinde zorlanmaları azaltmakta ve kaynak kırılması gibi durumları önlemektedir. Bu arada ortaya kirişin yanal stabilitesinin zayıflaması ve yanal burkulma tehlikesi ortaya çıkmaktadır. Kompozit bir döşemenin varlığı ve kirişlere verilen yanal destekler pekleşmeyi artırarak taşıma gücünü artırmaktadır. Kiriş kesitlerin küçülmesi ile yapının rijitliğinde olan azalmanın ise %5 düzeyinde kaldığı ve önemli olmadığı ileri sürülmektedir [14]. BULONLU BİRLEŞİMLER Bulonlu birleşimlerdeki alt seçenekler ise kiriş ucuna kaynaklanmış bir uç plakasının kolona bulonla bağlanması (Şekil-19a). Kolon kaynakla bağlanmış gövde ve flanş plakalarına kirişin bulonlu olarak bağlanması (Şekil-19b), ve kiriş flanşının kolona bulonlu olarak bağlanmış bir T ye bulonlu ve kiriş gövdesinin kolona bulonlu olarak bağlanmış bir gövde levhasına yine bulonlu olarak bağlanmasıdır (Şekil-19c). TMH - TÜRKÝYE MÜHENDÝSLÝK HABERLERÝ SAYI 425-2003/3 35

Bulonlu birleşimler kaynaklı birleşimler gibi rijit olmamakta ve kirişte oluşabilecek en büyük momentler aktarılmaktadır. Bulonların kesmeden kopması, içinde delikler olan flanş ve flanş levhalarının net en kesitlerinin daha küçük olması ile oluşan kırılmaların genellikle gevrek nitelikte olması bulonlu birleşimlerin temel zayıflıkları olarak görünmektedir. Bulonlarda kopmadan ya da kesilmeden önce olacak deformasyonlar bu birleşimlerin rijitliklerine önemli azalmalara ve yapıların daha çok ötelenmelerine neden olabilecğini göstermektedir. Şekil-20 de değişik tür bağlantıların moment-dönme ilişkileri verilmektedir. Kaynaklı birleşim tersinir yükler altında daha az zayıflayan ve herbir yükleme devresinde taşıma gücünde çok az miktarda kayıp olan bir davranış göstermektedir Şekil 19 - Bulonlu Birleşim Ayrıntıları Şekil 20 - Değişik Birleşim Ayrıntılarının Tipik Moment- Dönme Histeresis Eğrileri 36 TMH - TÜRKÝYE MÜHENDÝSLÝK HABERLERÝ SAYI 425-2003/3

Küçültülmüş flanş en kesitli birleşim de dayanımda daha hızlı bir azalma olmaktadır.kaynaklı birleşimde pekleşme ile belirgin bir taşıma gücü artışı sağlanırken azaltılmış kesitli birleşimde daha büyük bir miktarda taşıma gücü kaybı ve yumuşama olmaktadır. Bulonlu birleşimde de pekleşme ile taşıma gücü artışı yoktur. Bulonların kopmadan önce deforme olması ek yerinin rijitliğini azaltmakta ters yönde uygulanan yükler altında bulonlar normal konumlarına gelmeden yük taşıma fonksiyonuna katılmaya başlamamaktadır. BİRLEŞİM YERLERİNİN AKMA VE KIRILMA MEKANİZMALARI [14] Değişik birleşim yerleri üzerinde yapılmış deneylerden birleşim yerlerinin akma ve kırılma moment kapasiteleri karşılaştırılarak plastik davranış mekanizmaları ve momentleri hesaplanarak ne kadar düktil nitelikte oldukları belirlenmeye çalışılmıştır [14]. Kiriş flanşını kolona kaynaklı birleşimin akma mekanizması kiriş flanşında akma ve kolon panel bölgesinin kesmeden akması ile hesaplanmaktadır. Kırılma mekanizmaları ise, kolon panel bölgesinin çok fazla şekil değiştirmesi, kaynak yuvasında kaynak kırılması, flanşlarda yanal ve yerel burkulma kolon gövde ve flanşlarında büyük şekil değiştirmeler olarak tanımlanmaktadır (Şekil-21). Şekil-22 de bulonlu birleşimlerin akma ve kırılma mekanizmaları verilmektedir. Bulonlu birleşimde bulon deliklerinin genişlemesi ve levhaların uzaması da akma belirtileridir. Kırılma belirtileri ise bulonların kesilmesi ya da kopması, kaynak kopması, levhalardaki dolu kesitlerin kırılması elemanlardaki aşırı şekil değiştirmelerle birlikte kırılma belirtileri olmaktadır [14]. Şekil 21 - Kaynaklı Birleşimde Akma ve Kırılma Mekanizmaları Şekil 22 - Küçültülmüş Flanş En Kesitli Birleşimde Akma ve Kırılma Mekanizmaları TMH - TÜRKÝYE MÜHENDÝSLÝK HABERLERÝ SAYI 425-2003/3 37

Şekil 23 - Bulonlu Birleşimde Akma ve Kırılma Mekanizmaları Küçültülmüş flanş en kesitli birleşimlerde (Şekil-23) ise küçültülmüş kesitte eğilmeden akma ile akma başlamaktadır. Yerel burkulma ve yanal burkulma flanş en kesitinin küçük olması ile en çok rastlanan kırılma biçimleridir [14]. SONUÇ VE ÖNERİLER 1- Moment taşıyan çelik çerçeveli yapıların kolonkiriş birleşim yerlerinde 1994 Northridge depreminde olan çatlaklar çelik yapıların yalnızca malzenmenin çelik olması ile kendiliğinden depreme dayanıklı oldukları savının doğru olmadığını göstermiştir. Nasıl betonarme yapı elemanlarının depreme dayanıklı olması için özel koşullar gerekiyorsa, çelik yapıların da birleşim yerlerinin depreme dayanıklı olması için özel koşullar gerekmektedir. Bu nedenle çelik yapı için, yalnızca düşey yükler ve düşük yükleme hızlarında denenmiş çelik yapı elemanları davranışından çıkarılmış kurallar depreme dayanıklı çelik yapılar için yetmemektedir. 2- Kaynakların dinamik yükler altında davranışları ve fiziki yapıları nedeni ile sünek olamayabilecekleri ortaya çıkmıştır. Bu nedenle kaynakların çatlamaya karşı direnci büyük olan yüksek sertlikte kaynak elektrodları kullanılarak yapılması gerektiği anlaşılmıştır. 3- Kiriş ve kolonlardaki plastik moment taşıma güçlerine ulaşabilmek için kaynaklardaki gerilmelerin daha düşük olması ya da kaynak malzemesinin daha yüksek dayanımlı olması gerektiği de kanıtlanmıştır. 4- Kiriş-kolon birleşim yerlerinde hedeflenen 0.03 oranında dönmenin sağlanması ya da 1994 Northridge depreminde gözlenen davranıştan daha iyi davranış için i- Daha yüksek sertlikte kaynak elektrodu kullanılması, ii- Kaynak yuvalarının uygun biçimlerde, gerilme birikimine yol açmayan biçimlerde yapılması (Şekil-10), iii- Kaynak işçiliğinin sıkı kontrolu ile yapım hatalarının en aza indirilmesi gerektiği, iv- Kiriş flanş kaynaklarında kullanılan bayrak levhalarının alt flanşta montajdan sonra sökülmesi ve yerlerine temizlikten sonra köşe kaynak yapılması (Şekil-14), v- Üst flanşta ise bayrak levhaları sökülmeden altlarına kaynak yapılması önerilmektedir (Şekil-14). 5- Kolon panel bölgesinin durumu da tasarımda önemlidir. Kiriş flanşında ulaşılan büyük kuvvetler, kolon panel bölgesini zorlamaktadır. Kolona gelen etkilerin artması kolonda flanşda ve panel bölgesinde büyük gerilme ve kırılmalara yol açmaktadır [14]. Sonuç olarak kullanılan kolon-kiriş birleşim yeri ayrıntısında kirişte oluşan etkilerin kaynak ile kolon flanşına, kolon panel bölgesine ve kolon berkitme levhalarına aktarılmasında oluşan kuvvetlerin yeterli bir biçimde taşındığı ve aktarıldığının hesaplanması gerekmektedir. Kaynak işçiliğinin kalitesinin yüksek olması da yüksek düzeyde davranış için bir başka önemli noktadır. KAYNAKLAR 1- Nejat Bayülke,Derleyen, (1996) Moment Taşıyan Çelik Kolon Kiriş Birleşim Yerlerinin 1994 Northridge Kaliforniya Depremindeki Davranışı Türkiye Mühendislik Haberleri,Mart 1996 Sayı 382 2- Bertero, V.V., and Popov Effect of Large Alternating Strains on Steel Beams ASCE Struc. Div. Feb. 1965 Vol.91 pp 1-12 38 TMH - TÜRKÝYE MÜHENDÝSLÝK HABERLERÝ SAYI 425-2003/3

3- Bertero, V.V., J.C. Anderson, and H. Krawinkler Performance of Steel Building Structures during the Northridge Earthquake UCB/EERC-94/09, Earthquake Engineering Research Center, Univ. of California at Berkeley, 1994 4- Campbell, H., H., III The Northridge Fractures: Are We Learning the Right Lessons ASCE Civil Engineering March 1995 sayfa 62-65. 5- Engelhardt, M., D., and Hussain, A., S. Cyclic- Loading Performance of Welded Flange-Bolted Web Connectiones ASCE Structural Journal, Vol. 119 No.12, sayfa 3537-3550 6- Mckay, G., R. Materials and Workmanship Bull. of the New Zealand National Society for Earthquake Engineering Vol.18, No.4 pp 400-405. 7- Zarghamee, M., S., and Ojdrovic, R., P. Northridge Postscript: Lessons on Steel Connections ASCE Civil Engineering April 1995 sayfa 68-71. 8-... Testing of Steel Moment-Resisting Frame Connections News, Vol.16, No.3, July 1995, Earthquake Engineering Research Center University of California at Berkeley. 9- Fisher, J.,W. Comment on The Northridge Fractures: Are We Learning the Right Lessons, Civil Engineering March 1995 ASCE Civil Engineering July 1995 pp 30-31. 10-... ASCE Civil Engineering October 1994, pp 13-14 11- James C. Anderson,Jean Duan, Yan Xiao and Peter Maranian (2002) Cyclic Testing of Moment Connections Upgraded with Weld Overlays ASCE Journal of Structural Engineering Vol 128, No.4 April 2002 pp 509-516 12- James O. Malley (1998) SAC Steel Project: Summary of Phase-1 Testing Investigation Results Engineering Structures Vol.20 No. 2-4, 1998 pp 300-309 13- R.H.R. Tide (1998) Stability of Weld Metal Subjected to Cyclic Static and Seismic Loading Engineering Structures Vol.20 No. 2-4, 1998 pp 562-569 14- Charles W. Roeder (2002) Connection Performance for Seismic Design of Steel Moment Frames pp 517-525; (2002) General Issues Influencing Connection Performance pp 420-428 ASCE Journal of Structural Engineering Vol 128, No.4 April 2002. 15- Terrence F.Paret (2000) The W1 Issue I: Extent of Weld Fracture During Northridge Earthquake ASCE, Journal of Structural Engineering Vol. 126 No.1, Jan 2000 pp 10-18 16- M. F. Ashby (1978) The Science of Engineering Materials Conference Paper 3, Nato Science Committee 20ieth Aniversary Commemoration Conference 11-13 April 1978, 17- Elena Mele (2002) Moment Resisting Welded Connections: An Extensive Review of Design Practice and Experimental Research in USA, Japan and Europe Jour. of E/Q. Eng. Vol. 6 No.1 pp 111-145. 18- Duane K. Miller (1997) Lessons Learned from the Northridge Earthquake Engineering Structures Vol.20 No. 4-6, 1997, pp 249-260 19- TS-563 (Şubat 1979) Ark Kaynağı Elektrodları Örtülü (Alaşımsız ve Az Alaşımlı Çelikler İçin) 20- Wei-ming Chi, Gregory G. Dierlein, and Anthony Ingraffen (2000) Fracture Toughness Demands in Beam-Column Moment Connections ASCE, Journal of Structural Engineering Vol. 126 No.1, Jan 2000 pp 88-97 21- Chia-ming Wang, Qi Song Kent Yu, Shane Noel and John Gross (2000) Cyclic Testing of Steel Moment Connections Rehabilitated with RBS or Welded Haunch ASCE, Journal of Structural Engineering Vol. 126 No.1, Jan 2000 pp 57-68 22- Theodore C. Zsutty and Haresh Shah (1981) The Purpose and Effects of Earthquake Codes Bull. Seis. Soc. Am. Vol.71 No.2 April 1981 pp 507-516 23- Sherif El-Tavi,Tameka Mikesell and Sashi Kunnath (2000) Effect of Local Details and Yield Ratio on Behaviour of FR Steel Connections ASCE, Journal of Structural Engineering Vol. 126 No.1, Jan 2000 pp 79-87 24- James M Ricles, Changshi Mao, Le-Wu Lu and John W. Fisher (2002) Inelastic Cyclic Testing of Welded Unreinforced Moment Connections ASCE, Journal of Structural Engineering Vol. 128 No.4, April 2002 pp 429-440 25- Robert J. Dexter and Minerva Melendez (2000) Through Thickness Properties of Column Flanges in Welded Moment Connections ASCE, Journal of Structural Engineering Vol. 126 No.1, Jan. 200 pp 24-31 26- Sheng-Jin Chen, Y.C.Tsao and Y.C. Chao (2001) Enhancement of Ductility of Existing Seismic Steel Moment Connections ASCE, Journal of Structural Engineering Vol. 127 No.5, May. 2001 pp 538-545 27- T.Kim, A.S.Whittaker, A.S.J. Gilani, V.V. Bertero and S.M. Takhirov (2002) Cover Plate and Flange Plate Steel Moment Connections ASCE, Jour. of Struc. Engin. Vol. 128 No.4, April 2002 pp 474-482 28- T.Kim, A.S.Whittaker, A.S.J. Gilani, V.V. Bertero and S.M. Takhirov (2002) Experimental Evaluation of Plate-Reinforced Moment Resisting Connections ASCE, Jour. of Struc. Engin. Vol. 128 No.4, April 2002 pp 483-491 29- Judy Liu and Abolhassan Astaneh-Asl (2000) Cyclic Testing of Simple Connections Including Effects of Slab ASCE, Journal of Structural Engineering Vol. 126 No.1, Jan. 200 pp 32-39 TMH - TÜRKÝYE MÜHENDÝSLÝK HABERLERÝ SAYI 425-2003/3 39